CC BY
18
УДК 621.9 Д. Г. Шатуров
ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ЛЕЗВИЙНОГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ СРЕДНИХ СКОРОСТЯХ РЕЗАНИЯ
UDC 621.9 D. G. Shaturov
RESEARCH INTO CUTTING ABILITY OF CEMENTED CARBIDE EDGE TOOLS AT MEDIUM CUTTING SPEEDS
Аннотация
Предложена методика и получены формулы для определения стойкости твёрдосплавного лезвийного инструмента в зависимости от режимов обработки, температуры и вида износа. Установлен диапазон скоростей резания наименьшей стойкости инструмента, обработку в котором желательно производить резцом с регулярным микрорельефом на его передней поверхности.
Ключевые слова:
обработка, резец, стойкость, скорость резания, износ, микрорельеф.
Abstract
A technique and formulas are proposed for determining the durability a cemented carbide edge tool depending on processing conditions, temperature and type of wear. A range of cutting speeds with the shortest tool life has been established, in which it is desirable to perform machining using a cutter with a regular microrelief on its front surface.
Keywords:
machining, tool,durability, cutting speed, wear, microrelief.
При обработке углеродистых и конструкционных сталей зависимость периода стойкости от скорости резания изменяется плавно по кривой с наличием впадины, расположенной между двумя экстремальными значениями периода стойкости, точками (Уо1, То1тах) и Ао (¥о, Тотах), так называемыми «горбами», находящимися на разных уровнях по стойкости при разных скоростях резания (рис. 1) [1].
Отсутствие исследований по определению стойкости инструмента в диапазоне скоростей резания впадины, от скорости резания ¥01 до скорости резания Уо, не даёт возможность обоснованно назначать рациональные режимы обработки для этого участка кривой. В то
©Шатуров Д. Г., 2о19
же самое время скорости резания данного диапазона скоростей от Voi до Vo востребованы промышленностью и широко используются при черновой и получистовой обработке: при точении, сверлении, зенкеровании, фрезеровании и т. д. Задача настоящих исследований -восполнить этот пробел, применяя многочисленные результаты известных исследований [2-6, 8-11].
С левой стороны впадина ограничена правой ветвью кривой зависимости То1 = f (V), принадлежащей зоне наро-стообразования, от скорости Voi до Vm, где Vm - скорость резания, соответствующая минимальной стойкости инструмента впадины [1 ].
V, V 3 V01 V, 2 V 2 vu V, V, v0 Vp V
м/мин
0 ^02
Рис. 1. Зависимость периода стойкости лезвийного инструмента от скорости резания
С правой стороны впадина ограничена левой ветвью кривой То = f (V) периода стойкости от скорости резания, от скорости Vм до Vo, соответствующей максимальному периоду стойкости второго, правого «горба» [1].
В зоне скоростей наростообразо-вания изменение величины подачи S и глубины t не влечёт за собой заметного изменения величины скорости резания Vo1, где имеет место максимальный период стойкости и температура резания равна 300 °С [5, с. 160; 15].
Поскольку экспериментальная кривая То1 = f (V) изменения периода стойкости от скорости резания в зоне наростообразования в верхней своей части имеет куполообразную форму, а в нижней - формы линий с выпуклостью вниз, разделённые от верхней части точками перегиба, расположенными по разные стороны от скорости резания V01 и от максимального значения периода стойкости То1тах, и образована справа и слева от скорости V01 одним и тем же видом абразивно-адгезионного износа, то она может быть представлена в виде кривой нормального
распределения [1].
1
01
Тп 2
1Г V-vm
(1)
где Т01 - период стойкости инструмента при низких и средних скоростях резания, мин; Voi - скорость резания, соответствующая максимальному периоду стойкости, м/мин; Vn2, Тп2 - скорость резания, м/мин, и период стойкости, мин, инструмента в точке В2 перегиба кривой То1 = f (V); V - текущая скорость резания, м/мин (см. рис. 1).
Подставив в (1) V = Voi, получим
yimax 1 01
1 n 2^e '
(2)
где Г011ах - максимальный период стойкости резца, мин.
Для точек В и В2 перегиба кривых То = / (V) и То1 = / (V), где показатель интенсивности износа по = 1 [7, 12], можно записать
2 V -V
n 2 г 01
e
Т ■V ■ U = Т ■V ■ U =
n n и0 1 n2 %2 02
= 10008o■ Kp, (3)
где U0, U02 - величины относительного
размерного износа лезвия резца в зоне наростообразования и вне ее соответственно, мкм/км.
Величина скорости резания V01 для каждого материала детали определяется экспериментально по минимальному коэффициенту усадки стружки при изменении скорости резания от 20 до 50 м/мин. Максимальная стойкость Ти^ определяется из четырех-пяти опытов по величине износа задней поверхности от времени резания при определённой скорости V01 из расчёта или графического построения износа в логарифмической системе координат по заданной величине оптимального износа.
Обозначим величину смещения скорости резания Vn2 от скорости V01 центра симметрии зависимости То1 = f (V) через коэффициент а.
V01 = «■ V 2. (4)
Тогда выражение (1) после подстановки (4) будет иметь вид:
2
Т01 = Тп 2 " e
Положительной стороной зоны наростообразования является то, что по отношению к инструменту нарост выполняет защитные функции, при-пятствуя контакту стружки с передней поверхностью резца и задней его поверхности с поверхностью резания, и тем самым уменьшает изнашивание его рабочих поверхностей [6, с. 112]. Однако при повышении скорости резания V > Vn2 абразивно-адгезионный износ интенсифицируется и стойкость резца резко уменьшается.
Износ резца протекает с циклическим схватыванием (соединением) ма-
териалов стружки и инструмента и периодическим отрывом за счёт срезающих касательных напряжений и удалением сходящей стружкой и поверхностью резания разупрочнённых частиц кобальта и карбидов твёрдого сплава инструмента [6, с. Ю8]. На передней поверхности резца образуются адгезионные пятна (углубления) с увеличивающимся во времени их числом, площадью и расположением. Поверхность режущего инструмента имеет ячеистый вид [15, с. 162]. С повышением скорости резания от Уп2 до ¥т увеличивается температура в зоне резания и прочность адгезионных связей уменьшается. Вначале нарост вырождается в тонкий несплошной слой, параллельный передней поверхности резца, а затем при скорости резания, равной Ут, и температуре резания, равной боо °С, исчезает вовсе [6, с. Ю9]. В точке М при скорости резания Ут имеем наименьшую стойкость инструмента.
Отсюда можно сделать вывод, что при обработке в зоне скоростей резания от Уп2 до Ут необходимо предусмотреть такие технологические и конструктивные мероприятия, которые бы способствовали увеличению сцепления нароста с передней поверхностью инструмента и удерживанию его на ней, что повлекло бы за собой уменьшение износа резца и повышение его стойкости. Одним из мероприятий является создание на передней поверхности инструмента специального микрорельефа в виде отдельных углублений (ямок) или канавок, расположенных под некоторым углом по отношению к главному лезвию. В процессе резания углубления микрорельефа будут частично или полностью заполнены обрабатываемым материалом или наростом, что увеличит его сцепление с передней поверхностью инструмента.
Защитные функции нароста возрастут, что приведёт к повышению стойкости инструмента при У > Уп2.
Переломный момент в изнашива-
нии инструмента наступает при повышении скорости резания V > Vм и температуры в зоне резания более 600 °С [6, 15] (см. рис. 1).
Тогда абразивно-адгезионный износ постепенно уступает место абразивно-окислительному, где окисление, т. е. восстановление под действием кислорода воздуха окисной плёнки, является преобладающим [9, с. 162]. В этом случае износ резца уменьшается, а его стойкость увеличивается. Скорость образования окисных плёнок толщиной 10...30 А составляет сотые и тысячные доли секунды, а их микротвёрдость в несколько раз превышает таковую основного металла [17, с. 26]. Окисные плёнки препятствуют адгезии и предохраняют трущиеся поверхности от непосредственного контакта и тем самым уменьшают их износ. Если при скорости резания V > Vм обработка будет осуществляться резцом с микрорельефом на передней поверхности, то будем иметь увеличение износа и уменьшение стойкости инструмента. Это произойдёт потому, что нарост, помещённый в углубления микрорельефа,
при температуре более 600 °С будет частично или полностью срываться и уноситься стружкой вместе с разрушенной при этом окисной плёнкой. Износ резца из фазы абразивно-окислительного перейдёт в фазу абразивно-адгезионного, что уменьшит стойкость инструмента, чего допускать нельзя.
С другой стороны, повышение стойкости твёрдосплавного инструмента с увеличением скорости резания V > Vm происходит вследствие роста температуры в зоне резания и в связи с этим благоприятного изменения отношений H1IH2 контактных твёрдостей инструмента H1 и обрабатываемого материала H2 [10, с. 181]. Повышение температуры резания более 600 °С приводит к сильному размягчению обрабатываемого материала и к незначительному размягчению материала инструмента. В результате уменьшается вероятность отрыва частиц инструмента и его износа, а величина которого зависит от физико-механических характеристик инструментального и обрабатываемого материалов и температуры (рис. 2).
м
1000
L
500 -
X — \
У Г \ к 1
> / V (
ж п \
" / 2 \
V \ >
H1IH2
?оо то поп т град 0->-
Рис. 2. Изменение пути резания Ь (1) до затупления резца и отношения твёрдостей И11И2 от температуры [10]
Зависимость износа резца от отношения контактных твёрдостей можно выразить как [1о, с. 177; 17, с. 171]
L = VT0 = const
H ^
\ H 2 J
(6)
где L - путь резания; V - скорость резания; Tо - период стойкости инструмента [12]; Hl, H2 - твёрдости инструментального материала и контактных слоёв стружки; г - показатель степени, характеризующий интенсивность износа, г = 1,5...2,о [14, с. Ю7; 18, с. 173].
Так, при обработке стали 4о резцом Т15К6 при температуре 2оо °С имеем отношение твёрдостей Н1/Н2 = 3,85, а при температуре 9оо °С это отношение Н1/Н2 = 6,1 [1о, с. 15о], т. е. имеем увеличение отношения твёрдостей в 1,6 раза. При изменении в несколько раз отношения контактных твёрдостей
интенсивность износа изменяется в разы, в приведенном примере она уменьшилась в 2,5 раза (см. рис. 2) [17, с. 173].
Таким образом, чем больше твёрдость инструмента, чем меньше твёрдость обрабатываемого материала, тем больше пройденный путь резца до затупления. Отношение твёрдостей является некоторым показателем износостойкости рабочих поверхностей инструмента.
Дальнейшее повышение скорости резания при V > Vni, где Vni - скорость резания в точке перегиба В1 кривой То = f (V) (см. рис. 1), и температуры в зоне резания выше линии АС1 (температура 0 = 727 °С) до АСз (рис. 3) в тонком прирезцовом слое стружки на расстоянии 5...10 мкм от передней поверхности вызывает аллотропические фазовые и структурные превращения a-Fe в y-Fe.
2,0 С, %
Рис. 3. Часть диаграммы состояния Бе-С [16, с. 156]: А - аустенит; Ф - феррит; П - перлит; Ц - цементит
Возможность таких превращений показана Т. Н. Лоладзе в [1о, с. 38]. Износостойкость инструмента для данного диапазона температур зависит от структуры обрабатываемого материала, влияющей на истирающую способность [18]. Из всех структурных составляющих стали наименьшей истирающей способностью обладает феррит - 8о НВ,
далее - зернистый перлит - 15о.2оо НВ, аустенит - 15о...35о НВ [17, с. 17о; 18]. Наибольшей истирающей способностью обладает пластинчатый цементит - 1ооо НВ, карбиды вольфрама ЖС -15оо НВ и т. д. При резании сталей, когда температура контакта превышает АСэ (температура 0 = 727.911 °С) (см. рис. 3), структурные и фазовые
превращения в контактных слоях всегда происходят частично или полностью [1о, с. 38].
Отсюда можно сделать вывод, что для гарантированного осуществления фазового превращения и получения наивысшей стойкости инструмента обработку сталей необходимо вести при температурах резания выше линий АС3 и АСм (примерно на Ю...5о °С) кристаллизации аустенита (см. рис. 3) для соответствующего процентного содержания углерода: для доэвтектоидной зоны сплава (до о,8 % С) - выше линии АСэ, для заэвтектоидной зоны сплава - выше линии АСм [16, с. 149], используя следующие зависимости:
©о > 911 + 12оС2 - 326С
при С < о,8 % С; (7)
©о > 474 + 313С
при С > о,8 % С, (8)
где ©о - температура резания в градусах Цельсия; С - процентное содержание углерода в сплаве.
Аустенит обрабатываемого металла располагается в тончайшем приторможенном слое стружки, контактирующем с окисной плёнкой передней поверхности резца, уменьшает тангенциальное усилие при продвижении стружки, создавая тем самым оптимальные условия для трения поверхностей, что и определяет наивысшую стойкость инструмента при скорости резания Уо (см. рис. 1). При скорости резания Уо имеем оптимальную толщину окисной плёнки и оптимальную температуру на передней поверхности резца, равную 75о...85о °С [6, с. 162].
Установлено, что химическое строение металла оказывает существенное влияние на износ, который в сильной степени зависит от содержания углерода в сплаве. Чем выше процентное
содержание углерода, тем выше его истирающая способность [8, с. 98; 18].
Профессор А. Д. Макаров вывел закон, носящий характер всеобщности, что «оптимальным скоростям резания для данного сочетания материала детали и инструмента при различных комбинациях скорости резания, подачи и глубины резания соответствует постоянная оптимальная температура в зоне резания, являющаяся физической контактной для заданной пары резец - деталь» [9, с. 67]. Эта температура соответствует максимальной размерной стойкости инструмента. На основании результатов тех же исследований профессора А. Д. Макарова и других материалов исследований [9, с. 72] можно продолжить и несколько уточнить и дополнить данный закон в следующем: «при обработке железоуглеродистых сплавов для средних и больших скоростей резания постоянная оптимальная температура удовлетворительно совпадает с температурой кристаллизации структуры аустенита для соответствующего процентного содержания углерода в сплаве» (см. рис. 3). Это значительно упростит поиск оптимальной температуры резания, используя зависимости (7) и (8).
При наличии в растворе стали фазы аустенита износ инструмента происходит при повышенной температуре в результате сил молекулярного сцепления, приводящих к отрыву частиц, в основном кобальта, интенсивность износа при этом меньше, чем абразивного [8, с. 128].
Теперь необходимо установить зависимость величины температуры от скорости резания. Температуру резания можно определить, зная величины скоростей от V01 до Vm, при которых температура равна 300 и 600 °С соответственно [6, 15].
Скорость резания Vm в точке М (Via, Тм) (см. рис. 1) «дна впадины» определяется из равенства периодов стойкости [12]
То1 = I (V) = То = / (V), (9)
где
Т0 = Тп ■ е
1-1 5-^--4
V = с
у п
1,25
и0
ч0,25
1000-80-К„
V 0 р
с • К
С _ ^ V
Т п
Iх • £у
1000-80• Кр
(10)
(11)
(12)
(13)
где Т0 - период стойкости инструмента, мин; Vп, Тп - скорость резания, м/мин, и период стойкости, мин, инструмента в точке перегиба кривой То = I (V) (см. рис. 1); I - глубина резания, мм; £ - подача, мм/об; 50 - оптимальная величина износа задней поверхности резца, мкм; Кр - коэффициент перевода линейного износа задней поверхности в размерный, Кр «18а3 (аз - задний угол
заточки резца); Цо - величина относительного размерного износа лезвия резца, мкм/км; С, К, х, у - коэффициенты и показатели степени, определяемые из [13, с. 269].
После преобразования и решения (9) получим
С2 = (16 + Ал- Са)Ур1 У ; (17)
СаУпП - 25Vо
01
218
Д)1 = ■
Г Т Л
Тп2
т
V п у
18 е
С =
/ Л 2
' а Л
1 -а
(18)
(19)
где ¥м - скорость резания в точке М, м/мин.
Значение периода стойкости в точке М при скорости ¥м определяется из зависимости (10) как
Т = Т • е
1 м 1 п е
V
1-1 5-^-4
. (20)
Зная величины скоростей от ¥001 до Vм и температур при их значениях, равных соответственно 300 и 600 °С, легко, с использованием зависимостей (7) и (8), определяется скорость резания К0:
V) = V»
Г ©0 ^
_о_
300
х1
(21)
где
х1 =
18600 -18300 0,301
18^ / Vоl) 18^ / Vоl)
(22)
V, - 2СГм - С2 = 0. (14)
Откуда имеем
V,
= С1 +у] С12 + С2; (15)
С1 = СаК2 20*™ Vоl V; (16) Са^п - 25Vо2l
Так, при обработке стали 40 резцом Т15К6 на режимах I = 1,0 мм; £ = 0,24 мм/об имеем следующее [2]: Го1 = 40 м/мин; Т™5^ 244 мин;
Тп2 = 148 мин; Кп2 = 70 м/мин; а = 0,571. По зависимости То = I(V) при значениях [13] Цо = 5 мкм/км; 50 = 500 мкм; Кр = 0,176; х = 0,15; у = 0,2;
Ку = 0,76; Су = 420 определяем С = 422; Vп = 166,0 м/мин; Ко = 132 м/мин;
п
1
Тп = 1о6 мин; Ум = 88 м/мин; 0о = 8оо °С; Х1 = о,88; Уо = 122 м/мин.
Как видно из расчёта, посредством определения оптимальной скорости резания Уо наибольшей скорости инструмента по методике [12] имеем скорость резания Уо = 132 м/мин, а по приведенной в настоящей работе - Уо = 122 м/мин. Несовпадение скоростей Уо составляет меньше 8 %. Это свидетельствует о том, что обе методики рабочие.
С другой стороны, определяя величину оптимальной температуры резания 0о по зависимостям (7) и (8) и величину скорости резания Уо [12], можно найти скорость резания Уо1, соответствующую максимальной стойкости инструмента при наростообразовании, по следующей зависимости:
Voi = V
©
01
V©0 у
(23)
где xi - показатель степени,
lg ©o - lg ©н .
0н - температура в начале обработки, 0н = 20.25 °С; 001 - температура резания при скорости резания V01, 00i = 300 °C; V0 - скорость резания, соответствующая максимальной стойкости инструмента второго «горба» (см. рис. 1).
Заключение
1. Дополнен известный закон о выборе оптимальной скорости резания при обработке стальных заготовок с учётом состояния диаграммы сплава железо-углерод.
2. Получены формулы по определению оптимальной скорости резания в зависимости от температуры фазовых превращений стали и содержания углерода в сплаве.
3. Установлен диапазон скоростей резания минимальной стойкости инструмента от Vn2 до Vm, обработку в котором для повышения его износостойкости желательно осуществлять резцом с регулярным микрорельефом на передней его поверхности.
*1 =■
lgV0
1
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Шатуров, Д. Г. Состояние и пути повышения износостойкости лезвийного инструмента в широком диапазоне изменения скорости резания / Д. Г. Шатуров, Г. Ф. Шатуров, М. В. Панков // Вестн. Белорус.-Рос. ун-та. - 2о17. - № 1. - С. 1оо-Ю9.
2. Грановский, Г. И. Обработка результатов экспериментальных исследований резания металлов / Г. И. Грановский. - Москва: Машиностроение, 1982. - 112 с.
3. Развитие науки о резании металлов / В. Ф. Бобров [и др.]. - Москва: Машиностроение, 1967. -
416 с.
4. Аваков, А. А. Физические основы теорий стойкости режущих инструментов / А. А. Аваков. -Москва: Машгиз, 196о. - 3о8 с.
5. Грановский, Г. И. Резание металлов / Г. И. Грановский, В. Г. Грановский. - Москва: Высшая школа, 1985. - 3о4 с.
6. Бобров, В. Ф. Основы теории резания металлов / В. Ф. Бобров. - Москва: Машиностроение, 1958. - 357 с.
7. Шатуров, Д. Г. Технологические возможности управления режущей способностью лезвийного инструмента / Д. Г. Шатуров, Г. Ф. Шатуров // Вестн. Белорус.-Рос. ун-та. - 2о16. - № 2. - С. 112-119.
8. Даниелян, А. М. Теплота и износ инструментов в процессе резания металлов / А. М. Дание-лян. - Москва: Машиностроение, 1954. - 276 с.
9. Макаров, А. Д. Оптимизация процессов резания / А. Д. Макаров. - Москва: Машиностроение, 1976. - 279 с.
10. Лоладзе, Т. Н. Износ режущего инструмента / Т. Н. Лоладзе. - Москва: Машиностроение, 1958. - 357 с.
11. Зорев, Н. Н. О процессе износа твердосплавного инструмента / Н. Н. Зорев, Д. Н. Клауч, В. А. Батырев // Вестн. машиностроения. - 1971. - № 11. - С. 70-73.
12. Шатуров, Д. Г. Ресурс работы лезвийного инструмента при обработке / Д. Г. Шатуров, Г. Ф. Шатуров // Вестн. Белорус.-Рос. ун-та. - 2016. - № 4. - С. 90-98.
13. Справочник технолога-машиностроителя: в 2 т. / Под ред. А. Г. Косиловой, Р. К. Мещерякова. - Москва: Машиностроение, 1985. - Т. 2. - 495 с.
14. Ящерицын, П. И. Основы резания материалов и режущий инструмент / П. И. Ящерицын, М. Л. Еременко, Н. И. Жигалко. - Минск: Вышэйшая школа, 1981. - 560 с.
15. Кожевников, Д. В. Резание металлов: учебник для вузов / С. В. Кожевников. - 2-е изд., доп. -Москва: Машиностроение, 2012. - 304 с.
16. Гуляев, А. П. Металловедение / А. П. Гуляев. - Москва: Металлургия, 1985. - 348 с.
17. Вульф, А. М. Резание металлов / А. М. Вульф. - Ленинград: Машиностроение, 1973. - 495 с.
18. Фельдштейн, Э. И. Обрабатываемость сталей / Э. И. Фельдштейн. - Москва: Машгиз, 1953. -
254 с.
19. Маталин, А. А. Технология машиностроения: учебник для машиностроительных вузов / А. А. Маталин. - Москва: Машиностроение, 1985. - 496 с.
Статья сдана в редакцию 20 мая 2019 года
Денис Геннадьевич Шатуров, канд. техн. наук, ст. преподаватель, Белорусско-Российский университет. Тел.: +375-297-46-19-67.
Denis Gennadyevich Shaturov, PhD (Engineering), senior lecturer, Belarusian-Russian University. Те1.: +375-297-46-19-67.
